习 羽，李同录，李 萍，张 倩

(长安大学地质工程与测绘学院，陕西 西安 710054)



蒸汽凝水滴渗诱发的一个非饱和黄土滑坡机理研究

习 羽，李同录，李 萍，张 倩

(长安大学地质工程与测绘学院，陕西 西安 710054)

2010年10月21—22日，陕西延炼厂区储油罐下方的斜坡发生缓慢滑移，造成了巨大的经济损失。滑坡发生前当地没有降雨或地震，为探究其形成过程，在边坡上取代表性土样进行土水特征曲线测试、配制不同含水率土样,进行常规三轴试验和直剪试验，以确定土体的非饱和渗透曲线和强度参数。建立边坡滑动前的有限元模型，进行非饱和渗透与非饱和强度的耦合分析，得到凝结水入渗过程中边坡的应力场，据此可得不同时间段的边坡稳定系数，揭示其破坏过程。结果表明，水蒸气凝结水在斜坡内长期滴渗,使得坡体地下水位缓慢上升，地下水位浸润潜在滑面前，稳定系数基本不变，待地下水位开始浸润边坡潜在滑面时，稳定系数开始迅速降低，最终导致斜坡破坏。

非饱和黄土；滑坡；强度参数；土水特征曲线；渗透性函数

对已有黄土地区滑坡灾害的调查表明，降水、灌溉、河流侵蚀、堆载、开挖以及地震等是其主要诱发因素[1～2]。2010年10月21—22日，陕西延安炼油厂发生滑坡，但在滑坡发生之前当地并没有降雨或地震，滑坡两侧的边坡更高、更陡，却均没有滑移，因此其成因颇受关注，并存在争议。滑坡区属温带半干旱大陆性气候，地下水位埋藏较深。现场勘察发现，滑坡体中部中心地下水位较高，前缘也有地下水出露；而滑坡外围的边坡中却没有地下水，说明坡体中的地下水并不是来自天然降雨。进一步的调查发现滑坡顶部储油罐平台上加热管中的水蒸气，在冬季凝结渗入地下并常年积累，应为滑体内水分的主要来源。

地表水分入渗在黄土中的运移属于非饱和渗流问题，因此对这类滑坡机理的研究，需要用非饱和渗透理论[3～4]。本文通过室内试验得到非饱和强度参数与渗流参数，模拟原始边坡中水分入渗规律及应力场的变化，并对黄土边坡的渗流与强度进行耦合分析，揭示了蒸汽凝水滴渗诱发滑坡的破坏机理。

1 滑坡概况

陕西延安炼油厂滑坡位于陕西省延安市洛川县交口河镇，位置如图1所示。

图1 延炼滑坡地理位置Fig.1 Location of the Yanlian Loess landslide

滑坡发生在洛河右岸。河岸一级阶地与三级阶地发育，二级阶地被侵蚀。一级阶地高出河床5 m，地形平坦，其上建有大量厂房。三级阶地底部为三叠系延长组砂岩基座，高出一级阶地20 m，其上依次为2 m厚的卵石层和近50 m厚的第四系黄土。卵石层被碳酸钙胶结并填充有粉砂，渗透性较低。滑坡坡脚有地下水出露，平均流量为0.5 L/s。滑体均为黄土，剪出口位于卵石层上部。滑坡发生前，该斜坡倾角约为30°，斜坡前缘为20 m高的基岩陡坎，陡坎下为一加热锅楼房和储煤厂房，陡坎上有24根输油管。斜坡顶部为一储油平台，共有34个大型储油罐(图2)。

滑坡发生前，延炼热动力车间煤棚西侧坡脚段曾发生滑塌，原有浆砌片石挡土墙垮塌，输油管线管架地基基础局部失稳，坡体表面产生近南北向的拉裂缝。2010年10月21日晚21时许，山体发生大规模滑坡，持续到22日上午。滑坡体掩埋了煤棚，摧毁了坡脚24根输油管线，位于坡体上的原油下山管线及其它设施均遭到破坏，后缘34具原油罐几乎悬空，原油罐距滑坡后壁仅有5 m。炼油厂停工7天，虽无人员伤亡但是造成经济损失约7亿人民币。

图2 延炼滑坡Fig.2 The Yanlian landslide

滑坡发生前边坡坡度约为30°，垂直高度40 m。滑坡发生后，坡体纵长150 m，平均宽度240 m，平面面积28 885 m2，平均厚度13.8 m，体积398 600 m3，属中型滑坡，图3为该滑坡的平面图。滑坡纵剖面如图4所示。坡体土层自上而下分别为晚更新世Q3黄土，中更新世Q2黄土和早更新世Q1黄土。该地区年降雨量少(每年596 mm)，地形也不利于汇水，地下水较少。但在滑体中心位置上开挖一探井，探井揭露到了地下水且埋深只有7 m，滑坡两侧边坡钻孔却显示无地下水出露。

图3 延炼滑坡平面图Fig.3 Plane map of the Yanlian landslide

图4 滑坡主剖面Fig.4 Main longitude section of the Yanlian landslide

为了防止冬季输油管中的原油凝结，炼油厂用蒸汽加热管对其加热。调查发现，滑坡顶部平台油罐处有大量水蒸气从加热管上的压力调节阀处逸出。蒸汽冷凝成水，部分从地表渗入地下，这是滑坡唯一的水来源。

2 滑坡区黄土基本物理指标

从图4滑坡纵剖面可以看出，原始边坡岩土体分为三层：Q3、Q2和Q1黄土，底部基岩为三叠系砂岩夹泥岩，为不透水层。在滑坡的不同土层中取原状黄土，用来获取模型中所需每层土的基本物理力学参数、饱和渗透系数和土水特征曲线。

实验测得的基本物理指标和饱和渗透系数见表1。采用Bettersize2000 激光粒度分布仪，测定了每层黄土粒度分布，颗分结果如图5。黄土中主要成分为粉土(0.005～0.05 mm)，约占60%；其次为黏土(<0.005 mm)，约占20%～40%；其余为细砂(>0.05 mm)，含量小于10%。根据基本物理指标参数，发现三层黄土随着平均粒度的减小，干密度增加，相应的孔隙率和渗透系数也减小。地层越深，经历的成土作用时间更长，上覆压力更大，黄土的结构就越致密。

表1 试样基本物理指标

图5 Q1、Q2、Q3黄土的颗分曲线Fig.5 Distribution curves of the particle size for the Q3，Q2 and Q1 loess

3 土水特征曲线及渗透性函数的确定

在Q3、Q2和Q1土层中分别取300 mm ×300 mm ×300 mm原状土样，用于测试每层土的土水特征曲线。吸力测量采用TEN型张力计，某一吸力值对应的试样含水率通过烘干法得到。吸力计的测量范围是0～100 kPa，应用Fredlund & Xing’s[5]公式将试验数据进行拟合，以得到更大吸力范围内的土水特征曲线。

(1a)

(1b)

式中：θw——体积含水量/%；θs——饱和体积含水量/%；ψ——基质吸力/kPa；a——与进气值有关的参数；n——控制土水特征曲线斜率的参数；m——与残余含水率相关的函数；e——常数，取2.71828；C(ψ)——修正因子，可使含水量为0时的吸力值为106kPa；

Cr——残余含水量状态时的吸力值，一般取1 500 kPa。

根据实验得到的数据点拟合土水特征曲线(图6)。

图6 拟合后的黄土SWCC曲线(图中点为试验点)Fig.6 Regressive SWCC curves of the loess (the dots are the measured values)

非饱和渗透曲线是根据土水特征曲线法间接测定的，该方法由Childs等[6]提出，之后由Marshall[7]和Kunze[8]等进行修正。计算时，将土水特征曲线按体积含水率轴等分为m个，用每一个等分中点的基质吸力来计算渗透系数。饱和渗透系数值见表2.由表2和图6可得到非饱和渗透系数曲线(图7)。

图7 非饱和渗透曲线Fig.7 Hydraulic conductivity function curves

4 非饱和强度参数c0′、φ′和φb的确定

Fredlund & Morgenstern[9]非饱和强度表达式为：

(2)

式中：τf——非饱和抗剪强度/kPa；c0′——有效黏聚力/kPa；φ′——有效内摩擦角/(°)； (σ-ua) ——净正应力/kPa； (ua-uw) ——基质吸力/kPa；φb——与基质吸力相关的内摩擦角/(°)。

其中，c0′和φ′是通过饱和试样的常规直剪和常规三轴试验得到的，φb可以通过控制吸力的直剪与三轴试验测得。

由于控制基质吸力的剪切试验耗时长，技术难度大，邢鲜丽等[10]提采了一种用常规三轴和直剪试验确定非饱和强度参数的方法。若将式(2)中的第三项也看作黏聚力，则有

(3)

其中，c′可以被看作是包含了由基质吸力所产生的摩擦力的总黏聚力，因此：

(4)

总黏聚力c′由常规直剪和三轴试验得到，与之对应的(ua-uw)可由土水特征曲线得到，由此得出φb。

边坡最上部Q3层黄土一般为拉张区，在滑动前就失去了强度，可不考虑其强度。Q2层黄土在边坡中部剪切区域，该部分滑动面陡，类似于三轴固结不排水剪切的受力工况，因此对该组试样进行三轴固结不排水试验。Q1黄土层滑动面近水平，黄土沿基岩面剪出，相当于直接剪切的受力工况，为此对该组试样做直剪试验。

黄土的含水率一般在5%～30%之间[11]，因此，将Q1和Q2层黄土配制成初始质量含水率分别为5%、10%、15%、20%、25%和30%的原状土样进行试验。

固结不排水三轴试验采用南京土壤仪器厂生产的SLB- 1型应力应变控制式三轴剪切渗透试验仪，试样规格为8 cm(高)×3.9 cm(直径)，围压分别设置为100 kPa、200 kPa、300 kPa、400 kPa、500 kPa，轴向位移速率设定为0.04 mm/min。直剪试验仪器采用南京土壤仪器厂生产的ZJ型应变控制直剪仪(四联剪)，试样规格为20 mm(高)×50 mm (直径)，正应力设为100 kPa、200 kPa、300 kPa、400 kPa、500 kPa、600 kPa，剪切速率设定为0.02 mm/min。

三轴试验结果见图8，可以看出土样含水率低于10%时，整个剪切过程没有孔隙水压力产生，含水率高于10%时，则显示有孔隙水压力，含水率越高，孔隙水压力越高。在低围压100 kPa时，含水率5%的土样的峰值比含水率10%更明显。其它大部分含水率土样的应力应变曲线表现为理想弹塑性和应变硬化型。但是在高含水率时出现应变软化型曲线，这是因孔隙水压力升高导致的。试验结果表明，黄土在低围压低含水率条件下可以保持结构强度，但在高围压高含水率剪切时，结构受到破坏。

图8 不同含水率下的应力应变曲线和应力路径曲线(三轴试验)Fig.8 Stress- strain curves and stress paths for the specimens of definite moisture contents注：图中(a1)-(a6)和(b1)-(b6)分别代表5%、10%、15%、20%、25%、30%含水率下试样的应力应变曲线和应力路径曲线

根据应力路径图，可以得到有效强度线Kf′，有效稳态(残余)强度参数c′、φ′值由式(5)、(6)计算，b为Kf′线在纵坐标轴的截距；α为应力路径图中Kf′线的倾角。

c′=bcos-1φ′

(5)

φ′=sin-1(tanα)

(6)

根据土的含水率及相关物理参数，计算体积含水率，并通过SWCC曲线得到与含水率对应的基质吸力，见表2。

表2 Q2黄土不同含水率条件下的有效稳态抗剪强度指标

从表2中可以看出，有效内摩擦角φ′与含水率变化无关，其值在24.5°～25.5°之间，平均值为25.0°；而黏聚力则随着含水率的增加而降低。当含水率较高时，黏聚力降低显著，但当含水率超过塑限时，黏聚力趋于一稳定值3.5 kPa，因此取有效黏聚力c0′为3.5 kPa。以c′-c0′为纵坐标，ua-uw横坐标绘制曲线如图9，其直线的斜率即φb=19.5°。

Q1层黄土的直剪试验结果见图10。可以看出，在低正应力和低含水率状态下土样的应力应变曲线会出现明显的峰值，正如5%和10%的土样在100～400 kPa正应力下的情况。其余的土样均表现为理想的弹塑性和应变硬化型曲线，这与Q2层黄土的三轴结果类

似。以4 mm位移时的剪应力和相应的正应力为土样的破坏点，绘制土样的强度包络线(图11)。从而可以确定有效黏聚力c′和有效内摩擦角φ′(表3)，并将含水率、体积含水率及由土水特征曲线所得到的基质吸力也列于表3。

图9 Q2黄土的c′-c0′与ua-uw曲线Fig.9 Relationship between against ua-uw of the Q2 loess

图10 不同含水率的应力应变曲线图(直剪试验)Fig.10 Shear stress strain curves of different moisture contents注：(a)w=5%; (b)w=10%; (c)w=15%; (d)w=20%; (e)w=25%; (f)w=30%

图11 不同含水率下正应力与抗剪强度的曲线Fig.11 Shear strength against normal stress of different moisture contents

试样编号含水率w/%体积含水率θw/%基质吸力ua-uw/kPa有效黏聚力c′/kPa有效摩擦角φ′/(°)Y157922521057300Y2101581169679301Y315237603420305Y420316243194294Y5253950079296Y6304740050295强度参数φb=253°c′0=50kPaφ′=300°

与Q2层黄土的三轴结果类似，有效内摩擦角不随含水率的变化而变化。变化范围在29.4°到30.5°，平均值为φ′=30.0°。有效黏聚力则随着含水率的增大而减小，当含水率减小到塑限时(wp=20.8%)，有效黏聚力达到最小值约5.0 kPa。

因此c0′=5.0 kPa。由c′-c0′和基质吸力ua-uw的关系曲线得到φb=25.3°，如图12所示。

图12 Q1黄土的c′-c0′与ua-uw曲线Fig.12 Relationship between c′-c0′ and ua-uw of the Q1 loess

5 滑坡形成机理分析

为了分析滑坡的破坏过程，对延炼滑坡滑动前地形，建立二维有限元模型，分析随着凝结水的滴入斜坡坡体应力场和抗剪强度的改变。图13是有限元网格模型，利用Geo- studio软件SEEP模块和SGMA模块。

图13 边坡破坏前的有限元模型Fig.13 FEM meshes of the slope model before failure

Q1、Q2和Q3土体渗透系数函数、土水特征曲线和相关的强度参数前面都已经确定， Q3层黄土因其已经发生张裂，忽略其强度[12]。弹性模量和泊松比对应力场的影响小，取经验值。基岩设为弹性体，只需弹性模量和泊松比，模型中使用的参数见表4。

表4 滑坡模拟岩土体物理力学参数

非饱和渗透模型的边界条件为：基岩面顶层设为不透水层，斜坡面为潜在渗流面，初始入渗边界条件设于边坡上原油罐位置。根据滑坡区冬季时长和水分入渗体积，水分入渗体积设为高0.02 m，宽5 m，并且每年入渗100 d，不考虑降雨。另外，边坡的初始含水率是根据附近边坡钻孔数据所得。

根据真实滑坡滑面设置滑动面，并计算滑面上点的剪应力，剪切强度。基于极限平衡理论稳定系数Fs定义为：

(7)

其中，τf是由式(2)所确定的滑面上的剪切强度，τ是滑面上的剪应力，xA和xB是滑面上每个点的x轴坐标。

图14为模拟过程中边坡孔隙水压力变化情况。图中给出了每年冬季在储油罐平台位置，连续渗水100 d后和剩下265 d不考虑渗水的结果。第一年渗水100 d时，水分聚集于边坡的顶部土层，停止入渗后，水分向下扩散，负孔压减小，稳定系数1.43。之后再渗水时，水分从渗水区域竖直向下直至基岩面，在Q3和Q2两土层之间界面也有运移。停止入渗后，水位线降低并向外扩散。但此时，在滑面位置只有少部分水浸润，边坡稳定性没有显著的变化。第九年再渗水100 d时，水位线上升并浸没底部滑面，边坡稳定性开始有所降低。停止入渗后，水位线继续向外扩散，边坡内侧水位线降低而外侧水位线升高。在此期间边坡稳定性显著降低，甚至在停止入渗后，因边坡外侧水位升高，边坡稳定性仍在继续降低。另外，水位线以上黄土含水率的升高也是造成边坡强度降低从而发生滑坡的原因之一。第十五年水位线上升并浸没滑面，与第九年相比明显上升，滑面大部分浸没于水位线以下，稳定系数降为1.01，边坡处于极限状态。

图14 不同时间边坡孔隙水压力的模拟结果Fig.14 Simulated results of the pore water pressure in the slope at different times

6 结论

(1)模拟结果表明长期的少量水分缓慢入渗，使边坡内水分在相对不透水层顶部聚集，水位线升高导致边坡破坏。在较长的一段时间内(9年内)，地下水位未浸润潜在滑面，边坡稳定系数基本保持不变。从第9年开始，地下水位逐渐浸润潜在滑面，边坡稳定系数显著降低，直至第15年稳定系数降为1.01，边坡达到极限平衡状态。模拟结果与炼油厂开始运营至实际发生滑坡的时间相符，说明模拟得到的水分入渗规律和边坡稳定系数变化也较为合理。

(2)本文以室内常规的直剪和三轴试验，结合由基质吸力试验得到的土水特征曲线得到非饱和黄土的渗透系数和强度参数，再将试验得出的参数应用于数值模拟，取得符合实际的结果。表明这种试验方法可用于工程实践中，具有一定的推广意义。

(3)研究结果表明水是引发黄土滑坡最重要的因素，即使是微量的水分长期入渗也会对滑坡的发生产生较大的影响。减轻黄土地质灾害最主要的方法就是对水分的控制，如可以预防边坡表面的水分入渗和做好边坡排水措施等。

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责任编辑：汪美华

Mechanism of an unsaturated loess landslide induced by dropping of condensed water vapor

XI Yu, LI Tonglu, LI Ping, ZHANG Qian

(SchoolofGeologicalEngineeringandGeomatics,Chang’anUniversity,Xi’an,Shaanxi710054,China)

The Yanlian landslide occurred on October 21—22, 2010. The slide mass cut off 24 oil transfer pipelines and the road from the factory to an oil tank, and buried part of the coal storehouse. The 34 oil tanks hanged over the top of the head scarp because of this. The landslide led to a suspending of the refinery work for a week and caused economic losses of approximately 700 million RMB. There was no rainfall or earthquake occurring before the slope failed, so the cause of the landslide is deeply concerned by the refinery managers and researchers. Site exploration shows that the sliding mass is the unsaturated- saturated loess material and groundwater is rich in the landslide and poor in the surrounding slopes. Further investigation shows that the water drops released from the vapor heating furnaces on top of the slope are the only source of groundwater. A pre- failure slope model is used to simulate the water infiltration process and the stress field. The slope stability is calculated with the shear stress and the strength along the potential sliding surface. The results suggest that rising of the groundwater level led by penetration of the water drops is the key factor imitating the landslide. A long term accumulation of the very little water drops infiltrating into the slope resulted in the rise of groundwater level and caused the slope failure.

unsaturated loess; landslide; strength parameters; soil- water characteristic curve; hydraulic conductivity function

10.16030/j.cnki.issn.1000- 3665.2017.04.22

2016- 04- 25;

2016- 10- 21

国家自然科学基金项目(41372329,41502286)；国家重点基础研究发展计划资助(973计划)(2014CB744701)

习羽(1984- )，女，博士研究生，主要从事边坡工程研究。E- mail:plume8494@sohu.com

李同录(1965- )，男，博士，教授，博士生导师，主要从事边坡工程研究。E- mail:dcdgx08@chd.edu.cn

P642.13+1；P642.21

A

1000- 3665(2017)04- 0145- 08